帶濕接縫的預制UHPC-NC組合板試驗與分析

張軼 張陽，2 劉穎峰 邱俊峰

1.湖南大學 土木工程學院， 長沙 410082； 2.湖南大學 風工程與橋梁工程湖南省重點實驗室， 長沙 410082；3.福建省交通規(guī)劃設計院有限公司 近海公路建設與養(yǎng)護新材料技術(shù)應用交通運輸行業(yè)研發(fā)中心， 福州 350004

UHPC 通過提高材料組分的細度與活性，不使用粗骨料，按最大密實度理論進行級配，減小材料內(nèi)部的缺陷，同時摻入鋼纖維，最大限度提高混凝土的力學性能，是一種具有超高抗拉壓性能、超高耐久性以及超高韌性的新型水泥基復合材料［1-2］。將UHPC 引入預制裝配式橋梁結(jié)構(gòu)，用UHPC 部分替代NC 板，形成底部UHPC、頂部NC 的UHPC-NC 組合板結(jié)構(gòu)，能更好地發(fā)揮UHPC 的高抗拉強度和高韌性，保護上層NC，延緩結(jié)構(gòu)開裂。UHPC 具有高耐久性，UHPC-NC組合板可適用于復雜惡劣的服役環(huán)境。然而，預制裝配式橋梁普遍存在濕接縫薄弱、易損壞等問題，國內(nèi)外對于采用UHPC作為濕接縫材料已有不少研究。陽晴等［3］進行了UHPC 鉸縫梁受力性能研究，發(fā)現(xiàn)UHPC鉸縫梁開裂荷載和極限荷載比NC 鉸縫梁分別提高477.0%和215.1%。尹炳森［4］研究了漏斗形和楔形UHPC 接縫板抗彎性能，結(jié)果表明兩種濕接縫構(gòu)造形式不會降低接縫板承載力，接縫界面的開裂荷載遠大于預制板內(nèi)普通混凝土的開裂荷載，且界面裂縫的擴展緩慢，主裂縫都位于普通混凝土內(nèi)。Qiu等［5］研究了12 塊UHPC 接縫板抗彎性能，結(jié)果表明局部加高T 形接縫抗裂性能優(yōu)異，承載力高，但延性較差，而矩形接縫承載力低，延性較好。與完整板相比，局部加高T 形和矩形接縫的開裂荷載分別增加28.8%和減少30.0%，極限荷載分別增加18.4%和降低15.8%。此外，一些學者對UHPC濕接縫進行了有限元模擬研究。Hussein 等［6］建立了UHPC 與高強度混凝土連接界面的三維有限元研究模型，并與試驗相互驗證，根據(jù)不同粗糙度給出了基于牽引分離準則的黏聚力模型參數(shù)推薦值。胡志堅等［7］采用黏聚力模型對UHPC-NC界面進行模擬，通過已有試驗結(jié)果驗證模型正確性并進行參數(shù)分析。龍佩恒等［8］研究了UHPC 濕接縫合理寬度并進行有限元模擬和參數(shù)分析，發(fā)現(xiàn)寬30 cm 的UHPC 濕接縫板抗彎承載能力最佳，且配筋率對板開裂、破壞位置及抗彎性能影響顯著。Yin 等［9］對UHPC干字形濕接縫板進行了精細化建模，界面采用黏聚力模型，發(fā)現(xiàn)干字形濕接縫力學性能明顯優(yōu)于菱形濕接縫，推薦濕接縫配筋率取4.8%。

綜上，將UHPC應用于濕接縫已有較多研究，但針對UHPC-NC 組合板這一新結(jié)構(gòu)的濕接縫鮮有涉及。本文采用UHPC 作為接縫材料，制作1 塊UHPC-NC 組合濕接縫板模型，通過模型試驗研究其受力性能、破壞模式，并采用ABAQUS 軟件進行參數(shù)分析，優(yōu)化組合板濕接縫關鍵參數(shù)，以期為預制UHPC-NC 組合板的設計施工提供參考。

1 模型試驗及結(jié)果

1.1 試件設計與制作

制作了1 塊接縫板試件并進行四點彎曲性能試驗。試件尺寸為210 cm（長） × 70 cm（寬） × 35 cm（高），底層UHPC 厚4.5 cm，上層NC 厚30.5 cm，層間設置豎向界面錨筋；接縫采用UHPC現(xiàn)澆，寬20 cm，在層間設置菱形企口，NC 層設置抗剪鍵齒，接縫處采用直徑12 mm 的U形鋼筋交錯錨固形式，設置界面加密鋼筋，UHPC 層界面處配筋率為2.87%，界面加密鋼筋長45 cm，彎剪段存在鋼筋配筋率變化截面。試件尺寸與鋼筋布置見圖1。

圖1 試件尺寸與鋼筋布置（單位：mm）

試件澆筑過程為：①綁扎底層UHPC 鋼筋網(wǎng)并澆筑UHPC；②澆筑后48 h 拆模并進行UHPC 板表面人工機械鑿毛處理，然后90 ℃蒸汽養(yǎng)護48 h；③以UHPC層為底模，綁扎上層NC 鋼筋網(wǎng)并澆筑NC，常溫自然養(yǎng)護28 d；④濕接縫界面人工機械鑿毛處理，界面充分濕潤后澆筑接縫UHPC材料，常溫自然養(yǎng)護28 d。

1.2 試驗材料

采用預制UHPC 干混料和商品混凝土澆筑試件，其中組合板UHPC 層（蒸汽養(yǎng)護）鋼纖維體積摻量為2.0%，接縫部位UHPC（自然養(yǎng)護）鋼纖維體積摻量為2.5%。鋼纖維長13 mm，直徑為0.2 mm。組合板NC部分采用C50商品混凝土。鋼筋采用直徑為8、12 mm的HRB400 鋼筋。根據(jù)GB/ T 50081—2019《混凝土物理力學性能試驗方法標準》［10］與GB/ T 31387—2015《活性粉末混凝土》［11］澆筑并完成了包括立方體抗壓、軸心抗壓、軸心抗拉、抗折強度，以及彈性模量在內(nèi)的材料性能測試?；炷痢摻畈牧闲阅芊謩e見表1和表2。

表1 混凝土材料性能

表2 鋼筋材料性能

1.3 試驗結(jié)果

試件破壞過程可分為開裂前、裂縫發(fā)展、破壞三個階段。①開裂前階段：試件在出現(xiàn)肉眼可見裂縫之前處于線彈性受力階段。試件剛度基本不變，荷載撓度線性增加。初裂荷載（Pcr）為179.5 kN。②裂縫發(fā)展階段：界面首先出現(xiàn)裂縫并沿濕接縫界面向上延伸，兩側(cè)預制板底部UHPC 層也相繼出現(xiàn)裂縫。隨著荷載的增加，縱筋配筋率變化截面的裂縫數(shù)量迅速增加，裂縫細而密并逐漸連成一條主裂縫。試件剛度逐漸降低，撓度增加較快。預制板UHPC 開裂荷載（Pucr）為290.0 kN。③破壞階段：達到極限荷載后，荷載開始緩慢下降。彎剪段形成一條主裂縫并迅速擴展，在此過程中界面裂縫產(chǎn)生回縮現(xiàn)象，伴有鋼纖維拔出的嘶嘶聲，UHPC 基體粉末掉落，撓度迅速增加。在鋼筋被拉斷后荷載急速下降，試驗停止。極限荷載（Pu）為576.6 kN。

試驗板最終破壞形態(tài)見圖2。圖中紅色線條代表不同混凝土間的界面。可見，接縫板在達到破壞時，頂部NC 未壓碎，主裂縫處鋼筋頸縮斷裂，接縫部位結(jié)構(gòu)較為完好。接縫板只有彎剪段變化截面的一條主裂縫，側(cè)面裂縫分布基本與底部裂縫一一對應，主裂縫附近的UHPC 底板存在大量細小密集的裂縫，越靠近接縫界面裂縫越少，濕接縫內(nèi)部未出現(xiàn)裂縫。

圖2 試驗板最終破壞形態(tài)

2 有限元建模驗證

采用ABAQUS 有限元軟件對試驗板進行模擬計算，將計算結(jié)果與試驗結(jié)果對比，驗證建模方法的正確性與合理性，進而對組合濕接縫板進行參數(shù)分析。

2.1 模型建立

根據(jù)接縫試驗板尺寸進行建模，板寬方向取半結(jié)構(gòu)以減少單元網(wǎng)格數(shù)量，提高計算效率，最終建立的1/2 模型如圖3 所示。其中，NC 和UHPC 采用C3D8R單元，鋼筋采用T3D2 單元，加載點支座和梁體支座采用剛度非常大的實體墊塊來模擬。純彎段網(wǎng)格長度為25 mm，剪跨段為50 mm，模型共計15 504 節(jié)點，12 396 個單元。采用位移加載形式，荷載通過墊塊傳遞到接縫板。

圖3 有限元模型

2.2 材料本構(gòu)

采用塑性損傷模型（Concrete Damage Plasticity，CDP）來模擬NC 及UHPC 的開裂和軟化行為。CDP 模型基本參數(shù)見表3。

表3 CDP模型基本參數(shù)

CDP 模型中所需的混凝土應力-應變關系采用以下三種取值方式。

1）C50 混凝土拉壓本構(gòu)采用GB 50010—2010《混凝土結(jié)構(gòu)設計規(guī)范》［12］推薦模型，受拉、受壓應力-應變曲線按規(guī)范確定。

2）濕接縫板的兩種UHPC受壓本構(gòu)采用文獻［13］所建模型。UHPC受壓應力（σc）-應變（ε）公式為

式中：fc為UHPC峰值抗壓強度；ε0為UHPC峰值應變，取3 500 × 10-6；n為彈模比，n=Ec/Es；Ec為初始彈性模量；Es為峰值點割線模量；ξ為應變比，ξ=ε/ε0。

3）UHPC 受拉本構(gòu)采用文獻［14］所建模型。受拉彈性階段與應力硬化段公式為

式中：ft為UHPC 應變硬化階段平均應力，取初裂強度和極限強度的平均值；εca為UHPC彈性階段最大應變，取198 × 10-6；εpc為UHPC極限拉應變，取765 × 10-6。

應力軟化段公式為

式中：ω為裂縫寬度；p為擬合參數(shù)，取0.95；ωp為曲線上應力下降至2-p·ft時的裂縫寬度，取1 mm；lc為截面特征長度；Eu為UHPC彈性模量。

UHPC應力-應變曲線見圖4。

圖4 UHPC應力-應變曲線

鋼筋本構(gòu)采用具有強化段的三折線理想彈塑性模型，其屈服強度和極限強度按表2取值。

2.3 界面模擬

在各個裝配部件的關系中，組合接縫板存在UHPC-NC 和UHPC-UHPC 兩種界面，界面接觸模擬對模型開裂荷載計算十分重要。ABAQUS 程序內(nèi)提供的適用于混凝土接觸模擬方法主要有三種：①綁定約束；②接觸摩擦模型；③黏聚力模型。本文采用黏聚力模型中的黏聚面來模擬不同混凝土之間的接觸關系。黏聚力模型基于牽引分離準則，而牽引分離準則最常用的本構(gòu)模型為雙線性本構(gòu)模型，見圖5。圖中上升段斜率為界面法向黏結(jié)剛度和界面上兩個正交的切向黏結(jié)剛度knn、kss、ktt，頂點為界面法向最大黏結(jié)強度和兩個切向的最大黏結(jié)強度tn、ts、tt，下降段末端為損傷極限位移δf，雙折線包圍的面積為總能量G。

黏聚力模型屬于損傷模型，本文采用的損傷準則為二次應力準則，即

式中：σn為法向應力；σt、σs為兩個正交的切向應力。

當接觸面應力狀況滿足式（5）時，接觸面開始出現(xiàn)損傷，隨著損傷的發(fā)展，當塑性位移或能量到達損傷極限位移或總能量時，界面完全脫粘。本文采用的黏聚力模型參數(shù)參考文獻［6］的推薦值并在該基礎上結(jié)合試驗值進行調(diào)整修正。具體參數(shù)見表4。

表4 界面黏聚力模型參數(shù)

2.4 計算結(jié)果分析

2.4.1 破壞模式

有限元模型與試驗模型破壞模式對比見圖6，圖中白色邊界表示混凝土間的界面，DAMAGEC、DAMAGET 表示單元受壓、受拉損傷系數(shù)，均為無量綱數(shù)，其值為CDP 模型參數(shù)中設定的最大損傷因子時，單元完全破壞。可見，有限元模型和試驗模型均發(fā)生彎剪破壞，主裂縫位于彎剪段縱筋變化截面處。有限元模型受拉損傷主要發(fā)生于界面旁NC 單元和彎剪段斜截面單元，其中彎剪段裂縫連成一片并向上延伸，延伸至頂層混凝土后沿水平方向發(fā)展；接縫旁NC 單元損傷沿界面向上發(fā)展，有限元模型裂縫與實際裂縫開展位置、趨勢均相同。有限元模型頂部混凝土幾乎沒有產(chǎn)生受壓損傷，與試驗模型頂部NC 未發(fā)生壓潰相符合。

圖6 有限元模擬與試驗板破壞模式對比

2.4.2 荷載-位移曲線

有限元模型和試驗模型荷載位移曲線對比見圖7?？芍孩匍_裂前有限元模型和試驗模型的荷載位移曲線基本一致，剛度無明顯差化。②開裂后，由于界面模擬中界面單元無厚度，界面產(chǎn)生開裂損傷后對有限元模型整體剛度影響較小，而實際試驗中界面開裂后試驗板剛度明顯下降，導致計算剛度偏大。③在破壞階段，荷載開始緩慢下降，荷載-位移曲線吻合較好；達鋼筋極限應變后鋼筋拉斷，荷載突降。

圖7 有限元模型和試驗模型荷載-位移曲線對比

2.4.3 荷載特征值

有限元模擬中將界面損傷開始時的荷載作為初裂荷載，UHPC 底板單元應變達到設置的峰值應變作為UHPC 開裂荷載。荷載特征值對比見表5?？芍?，有限元模擬值與試驗值的Pcr、Pucr與Pu吻合較好，相對誤差均在10%以內(nèi)，且計算結(jié)果偏于安全。

表5 荷載特征值對比

綜上，該建模方法計算得到的破壞模式、荷載位移曲線，以及荷載特征值與試驗得到的數(shù)據(jù)均吻合良好，說明該建模方法可靠有效，可以用于建立參數(shù)分析模型。

3 參數(shù)分析

為探究試驗板各部位關鍵參數(shù)對其抗彎性能的影響，對組合濕接縫板的UHPC層板厚、縱筋配筋率以及濕接縫構(gòu)造形式進行了參數(shù)分析，分析時僅取跨中撓度為12 mm前的荷載-位移曲線進行對比。

3.1 UHPC板厚

在總梁高不變的情況下，為研究不同UHPC 層板厚對組合板濕接縫抗彎性能的影響，對UHPC 層板厚分別為2.5、3.5、5.5、6.5 cm 的模型進行了數(shù)值模擬。通過模擬計算發(fā)現(xiàn)，在僅改變UHPC-NC 組合板濕接縫模型的UHPC層板厚情況下，模型的破壞模式不變，均發(fā)生彎剪破壞，主裂縫位于彎剪段配筋率變化截面。不同UHPC板厚模擬計算結(jié)果見圖8。

圖8 不同UHPC板厚模擬計算結(jié)果

由圖8（a）可知，不同UHPC 層板厚模型前期剛度基本相同，界面均首先產(chǎn)生裂縫，但界面單元厚度為0，界面單元發(fā)生開裂失效而導致的模型整體剛度下降幅度不明顯。2.5 cm 板厚模型在303.4 kN 時最先發(fā)生剛度明顯下降，而6.5 cm板厚模型在464.6 kN才產(chǎn)生明顯的剛度下降。原因是隨著荷載的增加，由于UHPC 優(yōu)異的抗拉性能，更厚的UHPC 層能更好地保護上層NC，延緩破損開裂，保持模型剛度。不同UHPC 層板厚模型在鋼筋強化作用下緩慢到達極限荷載后各曲線趨于一致。

由圖8（b）可知，板厚對模型界面開裂荷載幾乎無影響；增加UHPC 層板厚可以小幅提高UHPC 層開裂荷，與2.5 cm 板厚模型相比，3.5、4.5、5.5、6.5 cm 模型開裂荷載分別提高了3.1%、8.2、16.0%、28.4%；對于模型屈服荷載，UHPC 板越厚，越能抑制NC 的開裂，延緩開裂則降低了鋼筋應力，因此提高了鋼筋的屈服荷載，與2.5 cm 板厚模型相比，3.5、4.5、5.5、6.5 cm的屈服荷載分別提高了2.5%、18.0%、26.7%、30.0%。由于模型發(fā)生彎剪破壞，UHPC 層厚度變化對模型到達極限荷載時的剪壓區(qū)NC、箍筋、裂縫界面骨料咬合力、縱筋銷栓等提供的抗剪貢獻無顯著影響，因此UHPC板厚對極限荷載影響不大。

3.2 配筋率

為研究UHPC層縱筋配筋率對濕接縫板的抗彎性能影響，對UHPC 層配筋率為1.28%、1.43%（無界面加密鋼筋）、1.99%、3.91%、5.11%的模型進行了數(shù)值模擬。通過模擬計算發(fā)現(xiàn)，在僅改變UHPC-NC 組合濕接縫板模型的底層UHPC 板縱向鋼筋配筋率情況下，配筋率為1.27%、1.43%時，由于鋼筋在接縫界面處配筋率過小，不能抑制接縫界面裂縫的開展，模型發(fā)生彎曲破壞，主裂縫為界面裂縫，而其余配筋率模型均發(fā)生彎剪破壞，主裂縫位于彎剪段配筋率變化截面。因此，設置界面加密鋼筋并保證界面配筋率對于抑制接縫界面裂縫和改善濕接縫受力性能有著重要作用。不同受拉縱筋配筋率模擬計算結(jié)果見圖9。

圖9 不同受拉縱筋配筋率模擬計算結(jié)果

由圖9 可知：①不同配筋率模型前期剛度基本相同，在撓度達到3 mm 左右時，高配筋率（3.91%、5.11%）提高了彎剪段配筋率變化截面相對薄弱的抗裂性能，抑制彎剪段裂縫開展，因此較低配筋率板荷載-位移曲線在因彎剪段裂縫開展而出現(xiàn)明顯平臺段時，高配筋率板仍能保持強化趨勢上升。②配筋率越大，模型延性越好。③改變配筋率對模型界面和UHPC 層開裂荷載基本無影響，但配筋率的提高可以有效地提高板的屈服荷載和極限荷載。相對于配筋率為1.27%板，配筋率為1.43%、1.99%、2.83%、3.91%、5.11%板的屈服荷載分別提高-1.2%、8.3%、31.5%、43.1%、46.5%，極限荷載分別提高12.5%、21.5%、49.1%、111.8%、153.6%。

3.3 濕接縫構(gòu)造

為改善濕接縫受力模式，提高濕接縫抗裂性能，設計了倒T形接縫和矩形接縫進行模擬計算并與試驗板（企口形）進行對比，結(jié)果見圖10、圖11。圖10 中白色線條為混凝土界面部位。

圖10 不同類型接縫裂縫云圖

圖11 不同類型接縫荷載-位移曲線

由圖10、圖11可知：①矩形構(gòu)造、倒T形構(gòu)造和企口形構(gòu)造三種結(jié)構(gòu)形式均發(fā)生彎剪破壞，主裂縫位于彎剪段。企口形和倒T 形構(gòu)造裂縫發(fā)展較為類似，倒T 形構(gòu)造界面形狀更崎嶇，能更好地抑制界面裂縫的開展，且T形轉(zhuǎn)角處未開裂，保護了上層NC界面，具有更好的界面抗裂性能。矩形構(gòu)造裂縫較少，裂縫發(fā)展快，抗裂性能較差。②三種接縫形式的荷載-位移曲線基本相同，各個特征荷載較為接近，但前期企口形接縫剛度最高，倒T形次之，矩形最低。矩形接縫由于裂縫較少，應力的集中釋放導致裂縫開展過快，因此荷載過早出現(xiàn)下降，延性較差。綜合三種結(jié)構(gòu)的受力性能以及施工便利性，推薦采用企口形濕接縫構(gòu)造。

4 結(jié)論

1）通過模型試驗得到了新型預制UHPC-NC 組合濕接縫板的破壞模式為彎剪破壞形式，濕接縫界面首先開裂，但頂部NC及UHPC未壓碎，彎剪段縱筋拉斷，板沿斜截面破壞，表明濕接縫部位抗彎性能優(yōu)異。

2）增加UHPC板厚可以增加組合濕接縫板的前期剛度，并使UHPC 層開裂荷載和屈服荷載分別提高3.1% ～ 28.4%、2.5% ～ 30.0%，但對極限承載力提升有限。

3）增加UHPC層配筋率可以有效提升組合濕接縫板的屈服荷載和極限荷載，提升幅度分別為8.3% ～31.5%、12.5% ～ 49.1%，而高配筋率下提高幅度達到43.1% ～ 46.5%、111.8% ～ 153.6%。在UHPC 縱筋配筋率低于1.43%時組合濕接縫板發(fā)生界面破壞。建議濕接縫界面UHPC層配筋率不應低于2%，并設置界面加密鋼筋。

4）企口形、倒T形接縫抗裂效果和延性相近，且優(yōu)于矩形接縫，但企口形構(gòu)造更簡單、施工更便捷，建議采用企口形濕接縫形式。